郝勇生, 沈 炯, 侯子良, 張雨飛, 董永寧, 武建忠, 許淵源

(1.東南大學能源與環(huán)境學院,南京210096;2.中國電力工程顧問集團公司,北京100011;3.蒙西發(fā)電廠,烏海016004;4.臨渙中利發(fā)電有限公司,淮北235139)

循環(huán)流化床燃燒技術作為高效率、低污染、適應性廣的潔凈燃煤技術,在全世界越來越受到廣泛重視.目前,國內(nèi)300MW循環(huán)流化床鍋爐的建設、投運和研究尚處于發(fā)展階段,在自動控制等諸多方面存在很多待研究和解決的問題[1-3].大型循環(huán)流化床鍋爐燃燒部分的自動控制是公認的疑難問題,其中以協(xié)調(diào)控制、床溫控制和床壓控制為典型代表.

國內(nèi)相關學者針對中小型循環(huán)流化床鍋爐的燃燒特性進行過一定的試驗研究,并取得了一些成果[4-5].筆者以蒙西發(fā)電廠2×300MW循環(huán)流化床鍋爐階躍響應試驗數(shù)據(jù)為基礎,同時結合安徽淮北臨渙中利發(fā)電有限公司2×300MW循環(huán)流化床鍋爐的運行經(jīng)驗,研究了鍋爐負荷、床溫和床壓的動態(tài)響應特性.其中,蒙西發(fā)電廠鍋爐由上海鍋爐廠有限公司制造,臨渙中利發(fā)電有限公司鍋爐由哈爾濱鍋爐廠有限責任公司制造,該兩電廠投運的鍋爐均是引進法國阿爾斯通技術國產(chǎn)化的爐型.

1 負荷的動態(tài)響應特性

相對于傳統(tǒng)煤粉爐而言,循環(huán)流化床鍋爐在燃燒低熱值的煤矸石及煤泥時,由于燃料量變化引起的鍋爐負荷和主蒸汽壓力的變化更滯后.因此,目前300MW循環(huán)流化床鍋爐協(xié)調(diào)控制大多難以在變工況下穩(wěn)定投運.針對此問題,有兩方面思路建議：一方面針對循環(huán)流化床的固有特性,行業(yè)主管部門應對該類型鍋爐的AGC指標做出切合實際的調(diào)整,因為循環(huán)流化床鍋爐不可能達到傳統(tǒng)煤粉爐的AGC指標;另一方面對鍋爐負荷的動態(tài)響應特性進行深入分析,引入帶有預測功能的協(xié)調(diào)控制方案,從控制角度減少鍋爐本身滯后特性帶來的不利影響.

由于試驗環(huán)境和條件所限,負荷響應試驗在200MW和250 MW 2個負荷點附近進行.在試驗過程中,鍋爐主控和汽輪機主控均設置在手動方式.試驗目的是測試鍋爐-汽輪機的動態(tài)響應特性,研究鍋爐所具有的慣性時間和蓄熱能力,以設計合理的具有較快負荷響應速度的新型AGC控制系統(tǒng).

圖1給出了在200 MW負荷工況下,當鍋爐主控指令發(fā)生階躍變化時,主蒸汽壓力和實發(fā)功率的動態(tài)響應特性.

由圖1(b)可得主蒸汽壓力-鍋爐主控傳遞函數(shù)：

由圖1(c)可得實發(fā)功率-鍋爐主控傳遞函數(shù)為：

圖1 鍋爐主控指令階躍變化時,主蒸汽壓力和實發(fā)功率的動態(tài)響應特性(200 MW負荷工況)Fig.1 Dynam ic response characteristics ofmain steam pressu reand actualpow erw hen there isa step change inmain con trol command of boiler(under 200MW load condition)

圖2給出了在200 MW負荷工況下,當汽輪機主控指令發(fā)生階躍變化時,主蒸汽壓力和實發(fā)功率的動態(tài)響應特性.

由圖2(b)可得主蒸汽壓力-汽輪機主控傳遞函數(shù)為：

由圖2(c)可得實發(fā)功率-汽輪機的主控傳遞函數(shù)為：

圖3給出了在250 MW負荷工況下,當鍋爐主控指令發(fā)生階躍變化時,主蒸汽壓力和實發(fā)功率的動態(tài)響應特性.

圖2 汽輪機主控指令階躍變化時,主蒸汽壓力和實發(fā)功率的動態(tài)響應特性(200 MW負荷工況)Fig.2 Dynam ic response characteristics ofmain steam pressure and actual pow er w hen there is a step change in main control command of turbine(under 200 MW load condition)

由圖3(b)可得主蒸汽壓力-鍋爐主控傳遞函數(shù)：

由圖3(c)可得實發(fā)功率-鍋爐主控傳遞函數(shù)為：

圖4給出了在250 MW負荷工況下,當汽輪機主控指令發(fā)生階躍變化時,主蒸汽壓力和實發(fā)功率的動態(tài)響應特性.

由圖4(b)可得主蒸汽壓力-汽輪機主控傳遞函數(shù)為：

由圖4(c)可得實發(fā)功率-汽輪機主控傳遞函數(shù)：

圖3 鍋爐主控指令階躍變化時,主蒸汽壓力和實發(fā)功率的動態(tài)響應特性(250 MW負荷工況)Fig.3 Dynamic response characteristics of main steam pressure and actual power when there is a step change inmain control command of boiler(under 250MW load condition)

圖4 汽輪機主控指令階躍變化時,主蒸汽壓力和實發(fā)功率的動態(tài)響應特性(250 MW負荷工況)Fig.4 Dynamic response characteristics of main steam pressure and actual powerb when there is astep change inmain control command of turbine(under 250 MW load condition)

由圖1～圖4可以看出,鍋爐主控指令變化后,主蒸汽壓力和實發(fā)功率變化的滯后時間均在 10 min以上,與普通煤粉爐相比有更大的滯后特性.因此,采用常規(guī)協(xié)調(diào)控制方案難以適應機組在變工況下的持續(xù)穩(wěn)定運行,這也是目前采用循環(huán)流化床鍋爐的電廠普遍存在的問題.此外,在圖2中當汽輪機主控指令階躍升高時,實發(fā)功率先升高后降低,最終達到穩(wěn)態(tài)時低于初始值,這與該試驗后期背壓解除自動后的波動有關.

2 床溫和床壓的動態(tài)響應特性

影響循環(huán)流化床床溫的因素很多,如冷灰返料量、給煤量、石灰石供給量、排渣量、一次風量、二次風量以及返料風量等.300MW循環(huán)流化床鍋爐通過調(diào)節(jié)錐形回料閥,控制經(jīng)外置床返回爐膛的冷灰量來實現(xiàn)對床溫的控制,錐形回料閥執(zhí)行機構具有良好的線性控制特點.當床溫偏高時,應開大錐形回料閥使進入爐膛的冷灰量增加,從而降低床溫;當床溫偏低時,則應開小錐形回料閥使進入爐膛的冷灰量減少,從而提高床溫.

床料厚度的變化影響床溫及鍋爐的經(jīng)濟運行,床料厚度還與床壓具有對應關系,可通過改變床壓設定值來調(diào)節(jié)床料厚度.在動態(tài)過程中,床壓同樣受一次風量、二次風量及給煤量等因素的影響.床壓是鍋爐穩(wěn)定循環(huán)燃燒的基石,也是參與爐膛保護的重要信號,因此床壓的自動控制在一定意義上比床溫控制更重要.筆者在200～250 MW負荷工況下,針對引起床溫和床壓變化的不同回路進行了階躍響應試驗和分析.

2.1 回料閥開度階躍擾動

圖5給出了在230 MW負荷工況下、當回料閥開度階躍變化時床溫和床壓的動態(tài)響應特性.由圖5可知,當回料閥開度階躍減小時,通過外置床進入爐膛的冷灰量減少,床溫迅速升高,而床壓則呈現(xiàn)小幅降低的趨勢.在300MW循環(huán)流化床鍋爐中,回料閥開度可作為調(diào)節(jié)床溫的主要手段,而其對床壓的影響效果較弱.

圖5 回料閥開度階躍變化時,床溫和床壓的動態(tài)響應特性Fig.5 Dynamic response characteristics of bed temperature and bed pressure when there is a step change in opening of return valve

由圖5(b)可得床溫-回料閥開度傳遞函數(shù)為：

由圖5(c)可得床壓-回料閥開度傳遞函數(shù)為：

2.2 冷渣器轉速階躍擾動

圖6給出了在240MW負荷工況下,當冷渣器轉速階躍變化時床溫和床壓的動態(tài)響應特性.由圖6可知,冷渣器轉速的階躍變化對床溫的影響甚微,對床壓影響的滯后時間約為10 min,在動態(tài)過程中可以忽略冷渣器轉速對床壓的影響.蒙西發(fā)電廠在正常運行時,床壓控制在16～19 kPa.臨渙中利發(fā)電廠在正常運行時,床壓控制在10～12 kPa.床壓控制值較低時,對于防止雙爐膛的“翻床”有利,但爐膛的蓄熱量較少,床壓控制值較高時則效果相反.冷渣器轉速變化對床壓的影響微弱,與冷渣器排渣設計出力有關,因此有必要對冷渣器進行增容改造.

由圖6(c)可得床壓-冷渣器轉速傳遞函數(shù)為：

圖6 冷渣器轉速階躍變化時,床溫和床壓的動態(tài)響應特性Fig.6 Dynamic response characteristics of bed tem perature and bed pressurewhen there is a step change in rotational speed of slag cooler

2.3 給煤量階躍擾動

圖7給出了在240MW負荷工況下,當給煤量階躍變化時床溫和床壓的動態(tài)響應特性.由圖7可知,當給煤量階躍增加時,爐膛本身的床壓值維持在較高的水平,床壓快速升高0.15 kPa左右,床溫則呈現(xiàn)出典型的先降后升特性.在冷煤矸石剛進入爐膛還未釋放能量時,床溫有小幅的下降,但隨著入爐燃料能量的釋放,床溫則呈現(xiàn)出明顯的升高趨勢.

由圖7(b)可得床溫-給煤量傳遞函數(shù)為：

由圖7(c)可得床壓-給煤量傳遞函數(shù)為：

2.4 上二次風量階躍擾動

蒙西發(fā)電廠上二次總風量設置了獨立的調(diào)節(jié)門,下二次總風量則沒有設置獨立的調(diào)節(jié)門,下二次風各支路的調(diào)節(jié)門均為手動調(diào)節(jié),正常情況下沒有參與調(diào)節(jié).圖8給出了在240 MW負荷工況下、當上二次風量階躍變化時床溫和床壓的動態(tài)響應特性.由圖8可知,當上二次風量減少時,床壓先快速降低后有小幅回升,爐膛上部的燃料濃度降低,密相區(qū)出口的灰量減少,床溫先升高,之后小幅回落.

由圖8(b)可得床溫-上二次風量傳遞函數(shù)為：

圖7 給煤量階躍變化時,床溫和床壓的動態(tài)響應特性Fig.7 Dynam ic response characteristics of bed tem perature and bed pressure w hen there isa step change in coal feed rate

圖8 上二次風量階躍變化時,床溫和床壓的動態(tài)響應特性Fig.8 Dynam ic response characteristics of bed tem perature and bed pressure w hen there is a step change in upper secondary air flow rate

由圖8(c)可得床壓-上二次風量傳遞函數(shù)為：

2.5 一次風量階躍擾動

圖9給出了在200MW負荷工況下、當一次風量階躍變化時床溫和床壓的動態(tài)響應特性.由圖9可知,一次風量階躍增加對床溫和床壓均有非常明顯的影響.當一次風量增加時,密相區(qū)含氧量升高,燃燒更充分,床溫先升高,但由于燃料量沒有增加,床溫最終下降且比原始值稍低.當一次風量增加時,爐內(nèi)流場速度加快,密相區(qū)燃料濃度降低,床壓下降.

由圖9(b)可得床溫-一次風量傳遞函數(shù)為：

由圖9(c)可得床壓-一次風量傳遞函數(shù)為：

圖9 一次風量階躍變化時,床溫和床壓的動態(tài)響應特性Fig.9 Dynam ic response characteristics of bed temperature and bed pressu re when there is a step change in primary air flow rate

3 結 論

根據(jù)300MW循環(huán)流化床鍋爐的現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù),對鍋爐燃燒環(huán)節(jié)的對象進行了動態(tài)特性分析,提出了較為完整的負荷、床溫和床壓在不同工況下的階躍響應模型,為300MW循環(huán)流化床鍋爐的動態(tài)特性分析和控制研究提供了真實可靠的依據(jù).由于試驗條件所限,在更多工況下的模型分析有待進一步完善,對于燃燒不同煤種、結構上不完全相同的300MW循環(huán)流化床鍋爐,需要不斷地跟蹤和對比.

[1] 郝勇生,李軍,趙志丹,等.TPS系統(tǒng)在 300MW 大型循環(huán)流化床鍋爐機組控制中的應用及自動控制研究[J].中國電力,2008,41(10)：67-70.

[2] 李軍,桑永福,郝勇生.北方聯(lián)合電力蒙西發(fā)電廠DCS邏輯設計說明[R].西安：西安熱工研究院有限公司,2006.

[3] 黨黎軍,趙志丹,王樂畢.循環(huán)流化床機組控制與保護技術及其應用[M].北京：中國電力出版社,2008.

[4] 馬素霞,楊獻勇.循環(huán)流化床鍋爐燃燒系統(tǒng)的動態(tài)特性研究[J].中國電機工程學報,2006,26(9)：1-6.

[5] 楊景祺,趙偉杰,郭榮,等.循環(huán)流化床鍋爐控制系統(tǒng)的分析與設計[J].動力工程,2005,25(4)：517-522.